JP5152415B2 - Exhaust gas purification device for internal combustion engine - Google Patents
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Description
本発明は内燃機関の排気浄化装置に関する。 The present invention relates to an exhaust emission control device for an internal combustion engine.
機関排気通路内に、流入する排気ガスの空燃比がリーンのときには排気ガス中に含まれるNOXを吸蔵し流入する排気ガスの空燃比がリッチになると吸蔵したNOXを放出するNOX吸蔵触媒を配置し、NOX吸蔵触媒上流の機関排気通路内に吸着機能を有する酸化触媒を配置し、NOX吸蔵触媒からNOXを放出すべきときには酸化触媒上流の機関排気通路内に炭化水素を供給してNOX吸蔵触媒に流入する排気ガスの空燃比をリッチにするようにした内燃機関が公知である(例えば特許文献1を参照)。
この内燃機関ではNOX吸蔵触媒からNOXを放出すべきときに供給された炭化水素が酸化触媒においてガス状の炭化水素とされ、ガス状の炭化水素がNOX吸蔵触媒に送り込まれる。その結果、NOX吸蔵触媒から放出されたNOXが良好に還元せしめられることになる。The engine exhaust passage, NO X storage catalyst air-fuel ratio of the inflowing exhaust gas when the lean that releases NO X air-fuel ratio of the exhaust gas which is occluded becomes rich for occluding NO X contained in the exhaust gas inflow was placed, NO X occluding catalyst upstream of the engine oxidation catalyst having an adsorbing function in the exhaust passage disposed, NO X from occluding catalyst when releasing the NO X is feeding hydrocarbons into the engine exhaust passage an oxidation catalyst upstream An internal combustion engine in which the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the NO X storage catalyst is made rich is known (see, for example, Patent Document 1).
In this internal combustion engine, hydrocarbons supplied when NO X is to be released from the NO X storage catalyst are converted into gaseous hydrocarbons in the oxidation catalyst, and the gaseous hydrocarbons are sent to the NO X storage catalyst. As a result, the NO X released from the NO X storing catalyst is made to satisfactorily reduced.
しかしながらNOX吸蔵触媒は高温になるとNOX浄化率が低下するという問題がある。
本発明の目的は、二種類の炭化水素供給方法を選択的に用いつつ排気浄化触媒の温度が高温になっても高いNOX浄化率を得ることのできる内燃機関の排気浄化装置を提供することにある。However, the NO X storage catalyst has a problem that the NO X purification rate decreases when the temperature becomes high.
An object of the present invention is to provide an exhaust purification device for an internal combustion engine that can obtain a high NO x purification rate even when the temperature of the exhaust purification catalyst becomes high while selectively using two types of hydrocarbon supply methods. It is in.
本発明によれば、炭化水素を供給するための炭化水素供給弁を機関排気通路内に配置し、炭化水素供給弁下流の機関排気通路内に炭化水素供給弁から噴射された炭化水素と排気ガス中に含まれるNOXとを反応させるための排気浄化触媒を配置し、排気浄化触媒の排気ガス流通表面上には貴金属触媒が担持されていると共に貴金属触媒周りには塩基性の排気ガス流通表面部分が形成されており、排気浄化触媒は、炭化水素供給弁から炭化水素を排気ガスの空燃比が予め定められた空燃比まで低下するように予め定められた供給間隔で噴射すると排気ガス中に含まれるNOXを還元する性質を有すると共に、炭化水素の供給間隔をこの予め定められた供給間隔よりも長くすると排気ガス中に含まれるNOXの吸蔵量が増大する性質を有しており、機関運転時に炭化水素供給弁から炭化水素を排気ガスの空燃比が上述の予め定められた空燃比まで低下するように上述の予め定められた供給間隔で噴射して排気ガス中に含まれるNOXを浄化する第1の炭化水素供給方法と、炭化水素供給弁からの炭化水素の供給量を低下させると共に排気ガスの空燃比を上述の予め定められた空燃比まで低下させるのに必要な燃料を膨張行程後半又は排気行程中に燃焼室内に供給する第2の炭化水素供給方法とを選択的に用いるようにした内燃機関の排気浄化装置が提供される。According to the present invention, the hydrocarbon supply valve for supplying hydrocarbons is disposed in the engine exhaust passage, and the hydrocarbon and exhaust gas injected from the hydrocarbon supply valve into the engine exhaust passage downstream of the hydrocarbon supply valve An exhaust purification catalyst for reacting with NO X contained therein is arranged, a noble metal catalyst is supported on the exhaust gas flow surface of the exhaust purification catalyst, and a basic exhaust gas flow surface around the noble metal catalyst The exhaust purification catalyst is injected into the exhaust gas when the hydrocarbon is injected from the hydrocarbon supply valve at a predetermined supply interval so that the air-fuel ratio of the exhaust gas decreases to a predetermined air-fuel ratio. which has a property for reducing the NO X contained, your storage amount of the NO X contained in the exhaust gas to be longer than the predetermined supply interval supply interval of hydrocarbons have the property of increasing , NO which the air-fuel ratio of the exhaust gas hydrocarbons from the hydrocarbon feed valve at the time of engine operation includes injection to the exhaust gas at a predetermined feed distance above to decrease until the air-fuel ratio predetermined described above First hydrocarbon supply method for purifying X and fuel necessary for reducing the amount of hydrocarbons supplied from the hydrocarbon supply valve and reducing the air-fuel ratio of the exhaust gas to the aforementioned predetermined air-fuel ratio An exhaust gas purification apparatus for an internal combustion engine is provided that selectively uses the second hydrocarbon supply method for supplying gas into the combustion chamber during the latter half of the expansion stroke or during the exhaust stroke.
第1の炭化水素供給方法と第2の炭化水素供給方法とを選択的に用いつつ排気浄化触媒の温度が高温になっても高いNOX浄化率を得ることができる。A high NO x purification rate can be obtained even when the temperature of the exhaust purification catalyst becomes high while selectively using the first hydrocarbon supply method and the second hydrocarbon supply method.
図1は圧縮着火式内燃機関の全体図である。
図2は触媒担体の表面部分を図解的に示す図である。
図3は排気浄化触媒における酸化反応を説明するための図である。
図4は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化を示す図である。
図5はNOX浄化率を示す図である。
図6Aおよび6Bは排気浄化触媒における酸化還元反応を説明するための図である。
図7Aおよび7Bは排気浄化触媒における酸化還元反応を説明するための図である。
図8は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化を示す図である。
図9はNOX浄化率を示す図である。
図10は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化を示すタイムチャートである。
図11は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化を示すタイムチャートである。
図12は排気浄化触媒の酸化力と要求最小空燃比Xとの関係を示す図である。
図13は同一のNOX浄化率の得られる、排気ガス中の酸素濃度と炭化水素濃度の振幅ΔHとの関係を示す図である。
図14は炭化水素濃度の振幅ΔHとNOX浄化率との関係を示す図である。
図15は炭化水素濃度の振動周期ΔTとNOX浄化率との関係を示す図である。
図16A,16B,16Cは炭化水素供給量Wのマップ等を示す図である。
図17は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化等を示す図である。
図18は排出NOX量NOXAのマップを示す図である。
図19は燃料噴射時期を示す図である。
図20は炭化水素供給量WRのマップを示す図である。
図21A,21Bは第1の炭化水素供給方法と第2の炭化水素供給方法とを説明するための図である。
図22A,22B,22Cは炭化水素の供給量WA等を示す図である。
図23は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化等を示すタイムチャートである。
図24は排気浄化触媒への流入排気ガスの空燃比の変化等を示すタイムチャートである。
図25A,25Bは昇温制御を示すタイムチャートである。
図26はNOX浄化率とNOX吸蔵率を示す図である。
図27は最小空燃比を検出するためのフローチャートである。
図28および図29は運転制御を行うためのフローチャートである。
図30は割込みルーチンを示すフローチャートである。
図31は割込みルーチンを示すフローチャートである。FIG. 1 is an overall view of a compression ignition type internal combustion engine.
FIG. 2 is a view schematically showing the surface portion of the catalyst carrier.
FIG. 3 is a view for explaining an oxidation reaction in the exhaust purification catalyst.
FIG. 4 is a diagram showing changes in the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
Figure 5 is a diagram illustrating a NO X purification rate.
6A and 6B are diagrams for explaining the oxidation-reduction reaction in the exhaust purification catalyst.
7A and 7B are diagrams for explaining the oxidation-reduction reaction in the exhaust purification catalyst.
FIG. 8 is a diagram showing a change in the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
Figure 9 is a diagram illustrating a NO X purification rate.
FIG. 10 is a time chart showing changes in the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
FIG. 11 is a time chart showing changes in the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
FIG. 12 is a diagram showing the relationship between the oxidizing power of the exhaust purification catalyst and the required minimum air-fuel ratio X.
FIG. 13 is a graph showing the relationship between the oxygen concentration in the exhaust gas and the amplitude ΔH of the hydrocarbon concentration, with which the same NO x purification rate can be obtained.
Figure 14 is a diagram showing a relationship between an amplitude ΔH and NO X purification rate of hydrocarbon concentration.
Figure 15 is a diagram showing the relationship between the vibration period ΔT and NO X purification rate of hydrocarbon concentration.
16A, 16B, and 16C are diagrams showing a map of the hydrocarbon feed amount W and the like.
FIG. 17 is a diagram showing changes in the air-fuel ratio of exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
Figure 18 is a diagram illustrating a map of exhaust amount of NO X NOXA.
FIG. 19 shows the fuel injection timing.
FIG. 20 is a diagram showing a map of the hydrocarbon supply amount WR.
21A and 21B are views for explaining the first hydrocarbon supply method and the second hydrocarbon supply method.
22A, 22B, and 22C are views showing the hydrocarbon feed amount WA and the like.
FIG. 23 is a time chart showing changes in the air-fuel ratio of exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
FIG. 24 is a time chart showing changes in the air-fuel ratio of exhaust gas flowing into the exhaust purification catalyst.
25A and 25B are time charts showing the temperature rise control.
FIG. 26 is a diagram showing the NO X purification rate and the NO X storage rate.
FIG. 27 is a flowchart for detecting the minimum air-fuel ratio.
28 and 29 are flowcharts for performing operation control.
FIG. 30 is a flowchart showing the interrupt routine.
FIG. 31 is a flowchart showing an interrupt routine.
図1に圧縮着火式内燃機関の全体図を示す。
図1を参照すると、1は機関本体、2は各気筒の燃焼室、3は各燃焼室2内に夫々燃料を噴射するための電子制御式燃料噴射弁、4は吸気マニホルド、5は排気マニホルドを夫々示す。吸気マニホルド4は吸気ダクト6を介して排気ターボチャージャ7のコンプレッサ7aの出口に連結され、コンプレッサ7aの入口は吸入空気量検出器8を介してエアクリーナ9に連結される。吸気ダクト6内にはステップモータにより駆動されるスロットル弁10が配置され、更に吸気ダクト6周りには吸気ダクト6内を流れる吸入空気を冷却するための冷却装置11が配置される。図1に示される実施例では機関冷却水が冷却装置11内に導かれ、機関冷却水によって吸入空気が冷却される。
一方、排気マニホルド5は排気ターボチャージャ7の排気タービン7bの入口に連結される。排気タービン7bの出口は排気管12を介して排気浄化触媒13の入口に連結され、排気浄化触媒13の出口は排気ガス中に含まれる微粒子を捕集するためのパティキュレートフィルタ14に連結される。排気浄化触媒13上流の排気管12内には圧縮着火式内燃機関の燃料として用いられる軽油その他の燃料からなる炭化水素を供給するための炭化水素供給弁15が配置される。図1に示される実施例では炭化水素供給弁15から供給される炭化水素として軽油が用いられている。なお、本発明はリーン空燃比のもとで燃焼の行われる火花点火式内燃機関にも適用することができる。この場合、炭化水素供給弁15からは火花点火式内燃機関の燃料として用いられるガソリンその他の燃料からなる炭化水素が供給される。
一方、排気マニホルド5と吸気マニホルド4とは排気ガス再循環(以下、EGRと称す)通路16を介して互いに連結され、EGR通路16内には電子制御式EGR制御弁17が配置される。また、EGR通路16周りにはEGR通路16内を流れるEGRガスを冷却するための冷却装置18が配置される。図1に示される実施例では機関冷却水が冷却装置18内に導かれ、機関冷却水によってEGRガスが冷却される。一方、各燃料噴射弁3は燃料供給管19を介してコモンレール20に連結され、このコモンレール20は電子制御式の吐出量可変な燃料ポンプ21を介して燃料タンク22に連結される。燃料タンク22内に貯蔵されている燃料は燃料ポンプ21によってコモンレール20内に供給され、コモンレール20内に供給された燃料は各燃料供給管19を介して燃料噴射弁3に供給される。
電子制御ユニット30はデジタルコンピュータからなり、双方向性バス31によって互いに接続されたROM(リードオンリメモリ)32、RAM(ランダムアクセスメモリ)33、CPU(マイクロプロセッサ)34、入力ポート35および出力ポート36を具備する。排気浄化触媒13の下流には排気浄化触媒13の温度を検出するための温度センサ23が取付けられており、パティキュレートフィルタ14にはパティキュレートフィルタ14の前後の差圧を検出するための差圧センサ24が取付けられている。また、パティキュレートフィルタ14の下流にはパティキュレートフィルタ14の温度を検出するための温度センサ25が配置されており、更に炭化水素供給弁15下流の排気管12内には空燃比センサ26が配置されている。これら温度センサ23,25、差圧センサ24、空燃比センサ26および吸入空気量検出器8の出力信号は夫々対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。また、アクセルペダル40にはアクセルペダル40の踏込み量Lに比例した出力電圧を発生する負荷センサ41が接続され、負荷センサ41の出力電圧は対応するAD変換器37を介して入力ポート35に入力される。更に入力ポート35にはクランクシャフトが例えば15°回転する毎に出力パルスを発生するクランク角センサ42が接続される。一方、出力ポート36は対応する駆動回路38を介して燃料噴射弁3、スロットル弁10の駆動用ステップモータ、炭化水素供給弁15、EGR制御弁17および燃料ポンプ21に接続される。
図2は排気浄化触媒13の基体上に担持された触媒担体の表面部分を図解的に示している。この排気浄化触媒13では図2に示されるように例えばアルミナからなる触媒担体50上には貴金属触媒51,52が担持されており、更にこの触媒担体50上にはカリウムK、ナトリウムNa、セシウムCsのようなアルカリ金属、バリウムBa、カルシウムCaのようなアルカリ土類金属、ランタノイドのような希土類および銀Ag、銅Cu、鉄Fe、イリジウムIrのようなNOXに電子を供与しうる金属から選ばれた少くとも一つを含む塩基性層53が形成されている。排気ガスは触媒担体50上に沿って流れるので貴金属触媒51,52は排気浄化触媒13の排気ガス流通表面上に担持されていると言える。また、塩基性層53の表面は塩基性を呈するので塩基性層53の表面は塩基性の排気ガス流通表面部分54と称される。
一方、図2において貴金属触媒51は白金Ptからなり、貴金属触媒52はロジウムRhからなる。即ち、触媒担体50に担持されている貴金属触媒51,52は白金PtおよびロジウムRhから構成されている。なお、排気浄化触媒13の触媒担体50上には白金PtおよびロジウムRhに加えて更にパラジウムPdを担持させることができるし、或いはロジウムRhに代えてパラジウムPdを担持させることができる。即ち、触媒担体50に担持されている貴金属触媒51,52は白金Ptと、ロジウムRhおよびパラジウムPdの少なくとも一方とにより構成される。
炭化水素供給弁15から排気ガス中に炭化水素が噴射されるとこの炭化水素は排気浄化触媒13において改質される。本発明ではこのとき改質された炭化水素を用いて排気浄化触媒13においてNOXを浄化するようにしている。図3はこのとき排気浄化触媒13において行われる改質作用を図解的に示している。図3に示されるように炭化水素供給弁15から噴射された炭化水素HCは触媒51によって炭素数の少ないラジカル状の炭化水素HCとなる。
図4は炭化水素供給弁15からの炭化水素の供給タイミングと排気浄化触媒13への流入排気ガスの空燃比(A/F)inの変化とを示している。なお、この空燃比(A/F)inの変化は排気浄化触媒13に流入する排気ガス中の炭化水素の濃度変化に依存しているので図4に示される空燃比(A/F)inの変化は炭化水素の濃度変化を表しているとも言える。ただし、炭化水素濃度が高くなると空燃比(A/F)inは小さくなるので図4においては空燃比(A/F)inがリッチ側となるほど炭化水素濃度が高くなっている。
図5は、炭化水素供給弁15から炭化水素を周期的に供給することによって、即ち排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を周期的に変化させることによって図4に示されるように排気浄化触媒13への流入排気ガスの空燃比(A/F)inを変化させたときの排気浄化触媒13によるNOX浄化率を排気浄化触媒13の各触媒温度TCに対して示している。本発明者は長い期間に亘ってNOX浄化に関する研究を重ねており、その研究課程において、排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を予め定められた範囲内の振幅および予め定められた範囲内の周期でもって振動させると、即ち、炭化水素供給弁15から炭化水素を排気ガスの空燃比が予め定められた空燃比まで低下するように予め定められた供給間隔で噴射すると、図5に示されるように400℃以上の高温領域においても極めて高いNOX浄化率が得られることが判明したのである。
更にこのときには窒素および炭化水素を含む多量の還元性中間体が塩基性層53の表面上に、即ち排気浄化触媒13の塩基性排気ガス流通表面部分54上に保持又は吸着され続けており、この還元性中間体が高NOX浄化率を得る上で中心的役割を果していることが判明したのである。次にこのことについて図6Aおよび6Bを参照しつつ説明する。なお、これら図6Aおよび6Bは排気浄化触媒13の触媒担体50の表面部分を図解的に示しており、これら図6Aおよび6Bには排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度が予め定められた範囲内の振幅および予め定められた範囲内の周期でもって振動せしめたときに、即ち、炭化水素供給弁15から炭化水素を排気ガスの空燃比が予め定められた空燃比まで低下するように予め定められた供給間隔で噴射したときに生ずると推測される反応が示されている。
図6Aは排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度が低いときを示しており、図6Bは炭化水素供給弁15から炭化水素が供給されて排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度が高くなっているときを示している。
さて、図4からわかるように排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比は一瞬を除いてリーンに維持されているので排気浄化触媒13に流入する排気ガスは通常酸素過剰の状態にある。従って排気ガス中に含まれるNOは図6Aに示されるように白金51上において酸化されてNO2となり、次いでこのNO2は白金51から電子を供与されてNO2 −となる。従って白金51上には多量のNO2 −が生成されることになる。このNO2 −は活性が強く、以上このNO2 −を活性NO2 *と称する。
一方、炭化水素供給弁15から炭化水素が供給されると図3に示されるようにこの炭化水素は排気浄化触媒13内において改質され、ラジカルとなる。その結果、図6Bに示されるように活性NO2 *周りの炭化水素濃度が高くなる。ところで活性NO2 *が生成された後、活性NO2 *周りの酸素濃度が高い状態が一定時間以上継続すると活性NO2 *は酸化され、硝酸イオンNO3 −の形で塩基性層53内に吸収される。しかしながらこの一定時間が経過する前に活性NO2 *周りの炭化水素濃度が高くされると図6Bに示されるように活性NO2 *は白金51上においてラジカル状の炭化水素HCと反応し、それにより還元性中間体が生成される。この還元性中間体は塩基性層53の表面上に付着又は吸着される。
なお、このとき最初に生成される還元性中間体はニトロ化合物R−NO2であると考えられる。このニトロ化合物R−NO2は生成されるとニトリル化合物R−CNとなるがこのニトリル化合物R−CNはその状態では瞬時しか存続し得ないのでただちにイソシアネート化合物R−NCOとなる。このイソシアネート化合物R−NCOは加水分解するとアミン化合物R−NH2となる。ただしこの場合、加水分解されるのはイソシアネート化合物R−NCOの一部であると考えられる。従って図6Bに示されるように塩基性層53の表面上に保持又は吸着されている還元性中間体の大部分はイソシアネート化合物R−NCOおよびアミン化合物R−NH2であると考えられる。
一方、図6Bに示されるように生成された還元性中間体の周りを炭化水素HCが取り囲んでいると還元性中間体は炭化水素HCに阻まれてそれ以上反応が進まない。この場合、排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度が低下せしめられ、それによって酸素濃度が高くなると還元性中間体周りの炭化水素は酸化せしめられる。その結果、図6Aに示されるように還元性中間体と活性NO2 *とが反応するようになる。このとき活性NO2 *は還元性中間体R−NCOやR−NH2と反応してN2,CO2,H2Oとなり、斯くしてNOXが浄化されることになる。
このように排気浄化触媒13では、排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を高くすることにより還元性中間体が生成され、排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を低くして酸素濃度を高くすることにより活性NO2 *が還元性中間体と反応し、NOXが浄化される。即ち、排気浄化触媒13によりNOXを浄化するには排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を周期的に変化させる必要がある。
無論、この場合、還元性中間体を生成するのに十分高い濃度まで炭化水素の濃度を高める必要があり、生成された還元性中間体を活性NO2 *と反応させるのに十分低い濃度まで炭化水素の濃度を低下させる必要がある。即ち、排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を予め定められた範囲内の振幅で振動させる必要がある。なお、この場合、生成された還元性中間体が活性NO2 *と反応するまで、十分な量の還元性中間体R−NCOやR−NH2を塩基性層53上に、即ち塩基性排気ガス流通表面部分24上保持しておかなければならず、そのために塩基性の排気ガス流通表面部分24が設けられている。
一方、炭化水素の供給周期を長くすると炭化水素が供給された後、次に炭化水素が供給されるまでの間において酸素濃度が高くなる期間が長くなり、従って活性NO2 *は還元性中間体を生成することなく硝酸塩の形で塩基性層53内に吸収されることになる。これを回避するためには排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度を予め定められた範囲内の周期でもって振動させることが必要となる。
そこで本発明による実施例では、排気ガス中に含まれるNOXと改質された炭化水素とを反応させて窒素および炭化水素を含む還元性中間体R−NCOやR−NH2を生成するために排気浄化触媒13の排気ガス流通表面上には貴金属触媒51,52が担持されており、生成された還元性中間体R−NCOやR−NH2を排気浄化触媒13内に保持しておくために貴金属触媒51,52周りには塩基性の排気ガス流通表面部分54が形成されており、塩基性の排気ガス流通表面部分54上に保持された還元性中間体R−NCOやR−NH2の還元作用によりNOXが還元され、炭化水素濃度の振動周期、即ち炭化水素供給弁15からの炭化水素の供給周期は還元性中間体R−NCOやR−NH2を生成し続けるのに必要な周期とされる。因みに図4に示される例では噴射間隔が3秒とされている。
炭化水素濃度の振動周期、即ち炭化水素HCの供給周期を上述の予め定められた範囲内の周期よりも長くすると塩基性層53の表面上から還元性中間体R−NCOやR−NH2が消滅し、このとき白金Pt53上において生成された活性NO2 *は図7Aに示されるように硝酸イオンNO3 −の形で塩基性層53内に拡散し、硝酸塩となる。即ち、このときには排気ガス中のNOXは硝酸塩の形で塩基性層53内に吸収されることになる。
一方、図7BはこのようにNOXが硝酸塩の形で塩基性層53内に吸収されているときに排気浄化触媒13内に流入する排気ガスの空燃比が理論空燃比又はリッチにされた場合を示している。この場合には排気ガス中の酸素濃度が低下するために反応が逆方向(NO3 −→NO2)に進み、斯くして塩基性層53内に吸収されている硝酸塩は順次硝酸イオンNO3 −となって図7Bに示されるようにNO2の形で塩基性層53から放出される。次いで放出されたNO2は排気ガス中に含まれる炭化水素HCおよびCOによって還元される。
図8は塩基性層53のNOX吸収能力が飽和する少し前に排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比(A/F)inを一時的にリッチにするようにした場合を示している。なお、図8に示す例ではこのリッチ制御の時間間隔は1分以上である。この場合には排気ガスの空燃比(A/F)inがリーンのときに塩基性層53内に吸収されたNOXは、排気ガスの空燃比(A/F)inが一時的にリッチにされたときに塩基性層53から一気に放出されて還元される。従ってこの場合には塩基性層53はNOXを一時的に吸収するための吸収剤の役目を果している。
なお、このとき塩基性層53がNOXを一時的に吸着する場合もあり、従って吸収および吸着の双方を含む用語として吸蔵という用語を用いるとこのとき塩基性層53はNOXを一時的に吸蔵するためのNOX吸蔵剤の役目を果していることになる。即ち、この場合には、機関吸気通路、燃焼室2および排気浄化触媒13上流の排気通路内に供給された空気および燃料(炭化水素)の比を排気ガスの空燃比と称すると、排気浄化触媒13は、排気ガスの空燃比がリーンのときにはNOXを吸蔵し、排気ガス中の酸素濃度が低下すると吸蔵したNOXを放出するNOX吸蔵触媒として機能している。
図9は、排気浄化触媒13をこのようにNOX吸蔵触媒として機能させたときのNOX浄化率を示している。なお、図9の横軸は排気浄化触媒13の触媒温度TCを示している。排気浄化触媒13をNOX吸蔵触媒として機能させた場合には図9に示されるように触媒温度TCが300℃から400℃のときには極めて高いNOX浄化率が得られるが触媒温度TCが400℃以上の高温になるとNOX浄化率が低下する。
このように触媒温度TCが400℃以上になるとNOX浄化率が低下するのは、触媒温度TCが400℃以上になると硝酸塩が熱分解してNO2の形で排気浄化触媒13から放出されるからである。即ち、NOXを硝酸塩の形で吸蔵している限り、触媒温度TCが高いときに高いNOX浄化率を得るのは困難である。しかしながら図4から図6A,6Bに示される新たなNOX浄化方法では図6A,6Bからわかるように硝酸塩は生成されず或いは生成されても極く微量であり、斯くして図5に示されるように触媒温度TCが高いときでも高いNOX浄化率が得られることになる。
そこで本発明では、炭化水素を供給するための炭化水素供給弁15を機関排気通路内に配置し、炭化水素供給弁15下流の機関排気通路内に炭化水素供給弁15から噴射された炭化水素と排気ガス中に含まれるNOXとを反応させるための排気浄化触媒13を配置し、排気浄化触媒13の排気ガス流通表面上には貴金属触媒51,52が担持されていると共に貴金属触媒51,52周りには塩基性の排気ガス流通表面部分54が形成されており、排気浄化触媒13は、炭化水素供給弁15から炭化水素を排気ガスの空燃比が予め定められた空燃比まで低下するように予め定められた供給間隔で噴射すると排気ガス中に含まれるNOXを還元する性質を有すると共に、炭化水素の供給間隔をこの予め定められた供給間隔よりも長くすると排気ガス中に含まれるNOXの吸蔵量が増大する性質を有しており、機関運転時に炭化水素供給弁15から炭化水素を排気ガスの空燃比が上述の予め定められた空燃比まで低下するように上述の予め定められた供給間隔で噴射し、それにより排気ガス中に含まれるNOXを排気浄化触媒13において還元するようにしている。
即ち、図4から図6A,6Bに示されるNOX浄化方法は、貴金属触媒を担持しかつNOXを吸収しうる塩基性層を形成した排気浄化触媒を用いた場合において、ほとんど硝酸塩を形成することなくNOXを浄化するようにした新たなNOX浄化方法であると言うことができる。実際、この新たなNOX浄化方法を用いた場合には排気浄化触媒13をNOX吸蔵触媒として機能させた場合に比べて、塩基性層53から検出される硝酸塩は極く微量である。なお、この新たなNOX浄化方法を以下、第1のNOX浄化方法と称する。
次に図10から図15を参照しつつこの第1のNOX浄化方法についてもう少し詳細に説明する。
図10は図4に示される空燃比(A/F)inの変化を拡大して示している。なお、前述したようにこの排気浄化触媒13への流入排気ガスの空燃比(A/F)inの変化は同時に排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度変化を示している。なお、図10においてΔHは空燃比(A/F)inの振幅、即ち排気浄化触媒13に流入する炭化水素HCの濃度変化の振幅を示しており、ΔTは排気浄化触媒13に流入する炭化水素濃度の振動周期、即ち炭化水素の供給周期を示している。
更に図10において(A/F)bは機関出力を発生するための燃焼ガスの空燃比を示すベース空燃比を表している。言い換えるとこのベース空燃比(A/F)bは炭化水素の供給を停止したときに排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比を表している。一方、図10においてXは、生成された活性NO2 *が硝酸塩の形で塩基性層53内に吸蔵されることなく還元性中間体の生成のために使用される空燃比(A/F)inの上限を表しており、活性NO2 *と改質された炭化水素とを反応させて還元性中間体を生成させるには空燃比(A/F)inをこの空燃比の上限Xよりも低くすることが必要となる。この還元性中間体を生成するのに必要な空燃比の上限Xを以下、要求最小空燃比と称する。
図10に示される例では要求最小空燃比Xがリッチとなっており、従ってこの場合には還元性中間体を生成するために空燃比(A/F)inが瞬時的に要求最小空燃比X以下に、即ちリッチにされる。これに対し、図11に示される例では要求最小空燃比Xがリーンとなっている。この場合には空燃比(A/F)inをリーンに維持しつつ空燃比(A/F)inを周期的に低下させることによって還元性中間体が生成される。
この場合、要求最小空燃比Xがリッチになるかリーンになるかは排気浄化触媒13の酸化力による。この場合、排気浄化触媒13は例えば貴金属51の担持量を増大させれば酸化力が強まり、酸性を強めれば酸化力が強まる。従って排気浄化触媒13の酸化力は貴金属51の担持量や酸性の強さによって変化することになる。
さて、酸化力が強い排気浄化触媒13を用いた場合に図11に示されるように空燃比(A/F)inをリーンに維持しつつ空燃比(A/F)inを周期的に低下させると、空燃比(A/F)inが低下せしめられたときに炭化水素が完全に酸化されてしまい、その結果還元性中間体を生成することができなくなる。これに対し、酸化力が強い排気浄化触媒13を用いた場合に図10に示されるように空燃比(A/F)inを周期的にリッチにさせると空燃比(A/F)inがリッチにされたときに炭化水素は完全に酸化されることなく部分酸化され、即ち炭化水素が改質され、斯くして還元性中間体が生成されることになる。従って酸化力が強い排気浄化触媒13を用いた場合には要求最小空燃比Xはリッチにする必要がある。
一方、酸化力が弱い排気浄化触媒13を用いた場合には図11に示されるように空燃比(A/F)inをリーンに維持しつつ空燃比(A/F)inを周期的に低下させると、炭化水素は完全に酸化されずに部分酸化され、即ち炭化水素が改質され、斯くして還元性中間体が生成される。これに対し、酸化力が弱い排気浄化触媒13を用いた場合に図10に示されるように空燃比(A/F)inを周期的にリッチにさせると多量の炭化水素は酸化されることなく単に排気浄化触媒13から排出されることになり、斯くして無駄に消費される炭化水素量が増大することになる。従って酸化力が弱い排気浄化触媒13を用いた場合には要求最小空燃比Xはリーンにする必要がある。
即ち、要求最小空燃比Xは図12に示されるように排気浄化触媒13の酸化力が強くなるほど低下させる必要があることがわかる。このように要求最小空燃比Xは排気浄化触媒13の酸化力によってリーンになったり、或いはリッチになったりするが、以下要求最小空燃比Xがリッチである場合を例にとって、空燃比(A/F)inの振幅ΔT、即ち排気浄化触媒13に流入する炭化水素の濃度変化の振幅ΔTや排気浄化触媒13に流入する炭化水素濃度の振動周期ΔT、即ち炭化水素の供給周期ΔTについて説明する。
さて、ベース空燃比(A/F)bが大きくなると、即ち炭化水素が供給される前の排気ガス中の酸素濃度が高くなると空燃比(A/F)inを要求最小空燃比X以下とするのに必要な炭化水素の供給量が増大し、それに伴なって還元性中間体の生成に寄与しなかった余剰の炭化水素量も増大する。この場合、NOXを良好に浄化するためには前述したようにこの余剰の炭化水素を酸化させる必要があり、従ってNOXを良好に浄化するためには余剰の炭化水素量が多いほど多量の酸素が必要となる。
この場合、排気ガス中の酸素濃度を高めれば酸素量を増大することができる。従ってNOXを良好に浄化するためには、炭化水素が供給される前の排気ガス中の酸素濃度が高いときには炭化水素供給後の排気ガス中の酸素濃度を高める必要がある。即ち、炭化水素が供給される前の排気ガス中の酸素濃度が高いほど炭化水素濃度の振幅を大きくする必要がある。
図13は同一のNOX浄化率が得られるときの、炭化水素が供給される前の排気ガス中の酸素濃度と炭化水素濃度の振幅ΔHとの関係を示している。図13から同一のNOX浄化率を得るためには炭化水素が供給される前の排気ガス中の酸素濃度が高いほど炭化水素濃度の振幅ΔHを増大させる必要があることがわかる。即ち、同一のNOX浄化率を得るにはベース空燃比(A/F)bが高くなるほど炭化水素濃度の振幅ΔTを増大させることが必要となる。別の言い方をすると、NOXを良好に浄化するためにはベース空燃比(A/F)bが低くなるほど炭化水素濃度の振幅ΔTを減少させることができる。
ところでベース空燃比(A/F)bが最も低くなるのは加速運転時であり、このとき炭化水素濃度の振幅ΔHが200ppm程度あればNOXを良好に浄化することができる。ベース空燃比(A/F)bは通常、加速運転時よりも大きく、従って図14に示されるように炭化水素濃度の振幅ΔHが200ppm以上であれば良好なNOX浄化率を得ることができることになる。
一方、ベース空燃比(A/F)bが最も高いときには炭化水素濃度の振幅ΔHを10000ppm程度にすれば良好なNOX浄化率が得られることがわかっている。従って本発明では炭化水素濃度の振幅の予め定められた範囲が200ppmから10000ppmとされている。
また、炭化水素濃度の振動周期ΔTが長くなると炭化水素が供給された後、次に炭化水素が供給される間、活性NO2 *周りの酸素濃度が高くなる。この場合、炭化水素濃度の振動周期ΔTが5秒程度よりも長くなると活性NO2 *が硝酸塩の形で塩基性層53内に吸収され始め、従って図15に示されるように炭化水素濃度の振動周期ΔTが5秒程度よりも長くなるとNOX浄化率が低下することになる。従って炭化水素濃度の振動周期、即ち炭化水素の供給周期ΔTは5秒以下とする必要がある。
一方、炭化水素濃度の振動周期ΔTがほぼ0.3秒以下になると供給された炭化水素が排気浄化触媒13の排気ガス流通表面上に堆積し始め、従って図15に示されるように炭化水素濃度の振動周期ΔTがほぼ0.3秒以下になるとNOX浄化率が低下する。そこで本発明では炭化水素濃度の振動周期、即ち炭化水素の供給周期が0.3秒から5秒の間とされている。
さて、第1のNOX浄化方法を用いてNOXを浄化するためには前述したように排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比(A/F)inを要求最小空燃比Xまで低下させる必要がある。本発明による実施例では排気ガスの空燃比(A/F)inを要求最小空燃比まで低下させることのできる炭化水素供給量Wが燃料噴射弁3からの噴射量Qおよび機関回転数Nの関数として図16Aに示すようなマップの形で予めROM32内に記憶されている。
一方、図16Bは排気浄化触媒13の塩基性層53上に生成された還元性中間体を保持しておくことにできる還元性中間体保持時間を示している。この還元性中間体は排気浄化触媒13の温度TCが上昇すると塩基性層53から脱離しやすくなり、従って図16Bに示されるように排気浄化触媒13の温度TCが高くなるにつれて還元性中間体保持時間が短かくなる。ところで還元性中間体保持時間に比べて炭化水素の供給周期ΔTが長くなると還元性中間体が存在しない期間が生じるようになり、NOX浄化率が低下してしまう。このような還元性中間体の存在しない期間が生じないようにするには炭化水素の供給周期ΔTを還元性中間体保持時間と等しくするか、或いは還元性中間体保持時間よりも短かくする必要がある。従って本発明による実施例では炭化水素の供給周期ΔTは排気浄化触媒13の温度TCが高くなるほど短かくされる。この炭化水素の供給周期ΔTも同様に噴射量Qおよび機関回転数Nの関数として図16Cに示すようなマップの形で予めROM32内に記憶されている。
次に図17から図20を参照しつつ排気浄化触媒13をNOX吸蔵触媒として機能させた場合のNOX浄化方法について具体的に説明する。このように排気浄化触媒13をNOX吸蔵触媒として機能させた場合のNOX浄化方法を以下、第2のNOX浄化方法と称する。
この第2のNOX浄化方法では図17に示されるように塩基性層53に吸蔵された吸蔵NOX量ΣNOXが予め定められた許容量MAXを越えたときに排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比(A/F)inが一時的にリッチにされる。排気ガスの空燃比(A/F)inがリッチにされると排気ガスの空燃比(A/F)inがリーンのときに塩基性層53内に吸蔵されたNOXが塩基性層53から一気に放出されて還元される。それによってNOXが浄化される。
吸蔵NOX量ΣNOXは例えば機関から排出されるNOX量から算出される。本発明による実施例では機関から単位時間当り排出される排出NOX量NOXAが噴射量Qおよび機関回転数Nの関数として図18に示すようなマップの形で予めROM32内に記憶されており、この排出NOX量NOXAから吸蔵NOX量ΣNOXが算出される。この場合、前述したように排気ガスの空燃比(A/F)inがリッチにされる周期は通常1分以上である。
この第2のNOX浄化方法では図19に示されるように燃焼室2内に燃料噴射弁3から燃焼用燃料Qに加え、追加の燃料WRを噴射することによって排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比(A/F)inがリッチにされる。なお、図19の横軸はクランク角を示している。この追加の燃料WRは燃焼はするが機関出力となって現われない時期に、即ち圧縮上死点後ATDC60°の少し手前で噴射される。この燃料量WRは噴射量Qおよび機関回転数Nの関数として図20に示すようなマップの形で予めROM32内に記憶されている。無論、この場合炭化水素供給弁15からの炭化水素の供給量を増大させることによって排気ガスの空燃比(A/F)inをリッチにすることもできる。
さて、前述したように第1のNOX浄化方法を用いてNOXを浄化するためには排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比(A/F)inを要求最小空燃比Xまで低下させる必要がある。この場合、これまで述べた実施例では炭化水素供給弁15から供給された炭化水素Wによって排気ガスの空燃比(A/F)inが要求最小空燃比Xまで低下せしめられる。このように排気ガスの空燃比(A/F)inを要求最小空燃比Xまで低下させるのに炭化水素供給弁15のみから炭化水素Wを供給する方法を以下、第1の炭化水素供給方法と称する。この第1の炭化水素供給方法による空燃比(A/F)inの変化が図21Aに図解的に示されている。
一方、燃料噴射弁3から燃焼室2内に向けて圧縮上死点後70°以後の膨張行程後半又は排気行程中に燃料が噴射されると、即ち燃焼用燃料の燃焼完了後に燃料が噴射されるとこの燃料は火炎を生じて燃焼せしめられることはなくクラッキングされる。即ち、燃料が炭素数の小さな炭化水素に改質される。このように燃焼用燃料の燃焼後に行われる噴射はポスト(後)噴射と称されている。
このポスト噴射を用いた炭化水素の供給方法が図21Aに第2の炭化水素供給方法として図解的に示されている。図21Aに示されるようにこの第2の炭化水素供給方法では炭化水素供給弁15からの供給炭化水素WAとポスト噴射による供給燃料WBによって排気浄化触媒13に流入する排気ガスの空燃比(A/F)inが要求最小空燃比Xとされる。このポスト噴射による供給燃料WBが図19と同様な図21Bに示されている。本発明による実施例ではこのポスト噴射は図21Bにおいて範囲θで示される圧縮上死点後70°から150°の間で行われる。
さて、第1の炭化水素供給方法では炭化水素供給弁15から供給された炭化水素Wのうちの大部分は酸素を消費するために、即ち空燃比(A/F)inを低下するために使用され、炭化水素供給弁15から供給された炭化水素Wのうちのほんの一部が還元性中間体の生成のために使用される。即ち、還元性中間体の生成のために使用される炭化水素の量は極めて少ないことになる。
そこで第2の炭化水素供給方法では還元性中間体の生成に必要な炭化水素量WAだけ炭化水素供給弁15から供給し、ポスト噴射による供給燃料WBによって酸素を消費し、空燃比(A/F)inを低下させるようにしている。なお、ポスト噴射による供給燃料WBも炭化水素ではあるがこの炭化水素は炭素数に小さな炭化水素に改質されるために完全酸化され、消滅してしまう。従ってこの供給燃料WBからは還元性中間体が生成されず、還元性中間体は部分酸化される炭化水素WAによって生成されることになる。
ところで還元性中間体は一つのNOXと一つのラジカル状炭化水素から生成されるのでラジカル状炭化水素の量(mol)をNOX量(mol)と同じにすれば理論的には全てのNOXを還元できることになる。しかしながら全てのNOXを還元するには実際にはラジカル状炭化水素はNOXの数倍必要となる。そこで本発明による実施例ではこのことを考慮に入れて炭化水素の供給量WAは図22Aに示されるように還元すべきNOX量、即ち機関から排出されるNOX量NOXAが増大するほど増大せしめられる。
即ち、本発明による実施例では第2の炭化水素供給方法が用いられているときに炭化水素供給弁15から供給される炭化水素の供給量WAは排気浄化触媒13に流入する排気ガス中のNOXの量に応じて定められている。
ここで機関から排出されるNOX量NOXAは図18に示されるように噴射量Qと機関回転数Nの関数であり、炭化水素の供給量WAも噴射量Qと機関回転数Nの関数となる。従って本発明による実施例ではこの炭化水素の供給量WAは噴射量Qおよび機関回転数Nの関数として図22Bに示されるようなマップの形で予めROM32内に記憶されている。
一方、噴射量Qおよび機関回転数Nが定まるとベース空燃比(A/F)bが定まり、要求最小空燃比Xが定まり、炭化水素の供給量WAが定まる。従って図21Aからわかるようにこのときポスト噴射による供給燃料量WBも定まることになる。従って本発明による実施例ではこのポスト噴射による供給燃料量WBも噴射量Qおよび機関回転数Nの関数として図22Cに示されるようなマップの形で予めROM32内に記憶されている。
図23および図24に夫々具体的な第2の炭化水素供給制御の例を示す。
図23に示す例では炭化水素供給弁15から炭化水素WAが供給される少し手前から炭化水素WAが供給された直後までの連続する数回の膨張行程においてポスト噴射による燃料WBの供給が行われた場合を示している。この場合にはポスト噴射による燃料WBが供給されることによって空燃比(A/F)inが低下せしめられ、炭化水素WAが供給されることによって空燃比(A/F)inが要求最小空燃比Xまで低下せしめられる。
一方、図24に示される例では第2の炭化水素供給制御が開始されると膨張行程毎にポスト噴射による燃料WBの供給が行われる。従ってこの例では第2の炭化水素供給制御が開始されると空燃比(A/F)inが継続的に低下せしめられ、炭化水素WAが供給されたときに空燃比(A/F)inが要求最小空燃比Xまで低下せしめられる。
ところでポスト噴射による供給燃料はクラッキングされるために酸素と反応しやすく、従ってポスト噴射により燃料を供給すると炭化水素供給弁15から炭化水素を供給した場合に比べて酸素を容易に消費することができるという利点がある。一方、ポスト噴射を用いた場合にはポスト噴射と炭化水素WAの供給制御を共に行わなければならないという煩雑さがある。
従って本発明ではこれらのことを考慮して、機関運転時に炭化水素供給弁15から炭化水素Wを排気ガスの空燃比(A/F)inが予め定められた空燃比Xまで低下するように予め定められた供給間隔ΔTで噴射して排気ガス中に含まれるNOXを浄化する第1の炭化水素供給方法と、炭化水素供給弁15からの炭化水素の供給量を低下させると共に排気ガスの空燃比(A/F)inと予め定められた空燃比Xまで低下させるのに必要な燃料WBを膨張行程後半又は排気行程中に燃焼室2内に供給する第2の炭化水素供給方法とが選択的に用いられる。
一方、前述したようにポスト噴射による燃料WBの方が炭化水素WAよりも酸化されやすく、従ってポスト噴射による燃料WBを供給した場合の方が炭化水素WAのみを供給した場合に比べて高い酸化反応熱が得られる。従って本発明による実施例では排気浄化触媒13やパティキュレートフィルタ14のような排気処理装置を昇温するときには第2の炭化水素供給方法が用いられる。
図25Aは排気浄化触媒13の昇温制御を示している。例えば機関運転時において機関負荷が低下し、排気温度が低下して排気浄化触媒13の温度TCが予め定められた活性化温度TC0よりも低下するとNOX浄化率が低下する。従って図25Aに示されるように排気浄化触媒13の温度TCが活性化温度TC0よりも高いときには第1の炭化水素供給方法が用いられており、排気浄化触媒13の温度TCが活性化温度TC0よりも低下すると排気浄化触媒13を昇温するために第2の炭化水素供給方法が用いられる。
即ち、図25Aに示される実施例では、排気浄化触媒13の温度TCが予め定められた活性化温度TC0よりも低下したときには第1の炭化水素供給方法から第2の炭化水素供給方法に切換えられて排気浄化触媒13の昇温作用が行われる。
図25Bはパティキュレートフィルタ14の昇温制御を示している。パティキュレートフィルタ14に堆積したパティキュレートを燃焼させてパティキュレートフィルタ14を再生するためにはパティキュレートフィルタ14の温度TDを600℃以上の再生温度TXまで上昇させなければならない。そこで図25Bに示される実施例ではパティキュレートフィルタ14を再生すべきときには第1の炭化水素供給方法から第2の炭化水素供給方法に切換えられ、それによりパティキュレートフィルタ14の昇温作用が行われる。なお、この実施例ではパティキュレートフィルタ14の温度TDが再生温度TXを越えるとその後パティキュレートフィルタ14の温度TDを再生温度TX以上に維持するために少量のポスト噴射による燃料WBが供給され続ける。
次に本発明による運転制御方法について説明する。
図26は第1のNOX浄化方法によりNOXの浄化処理が行われているときのNOX浄化率と、第2のNOX浄化方法が用いられているときの排気浄化触媒13へのNOX吸蔵率とを示している。本発明ではNOX浄化率がNOX吸蔵率よりも高いときには、即ち排気浄化触媒13の温度TCが比較的高いときには第1のNOX浄化方法が用いられ、NOX吸蔵率がNOX浄化率よりも高いとき、即ち排気浄化触媒13の温度TCが低いときには第2のNOX浄化方法が用いられる。従って機関始動時には通常第2のNOX浄化方法が用いられ、排気浄化触媒13の温度TCが高くなると第2のNOX浄化方法から第1のNOX浄化方法に切換えられる。
一方、本発明では第1のNOX浄化方法のもとで第2の炭化水素供給制御が行われたときには、排気ガスの空燃比(A/F)inが要求最小空燃比Xまで確実に低下するようにポスト噴射による燃料量WBがフィードバック制御される。このフィードバック制御を行うためには第2の炭化水素供給方法が用いられているときの実際の最小空燃比を検出する必要がある。
図27はこの実際の最小空燃比を検出するためのルーチンを示している。このルーチンは図23および図24に示される空燃比検出期間の間だけ一定時間毎の割込みによって実行される。
図27を参照するとまず初めにステップ60において空燃比センサ26により検出された排気ガスの空燃比(A/F)nが読込まれる。次いでステップ61では空燃比検出期間内において最小となった空燃比(A/F)inが検出される。次いでステップ62では空燃比検出期間が経過したか否かが判別され、空燃比検出期間が経過したときにはステップ63に進んで最小となった空燃比(A/F)nが最小空燃比(A/F)tとされる。
図28および図29は機関の運転制御ルーチンを示しており、このルーチンも一定時間毎の割込みで実行される。
図28を参照するとまず初めにステップ70において第1のNOX浄化方法を選択すべきであることを示す選択フラグがセットされているか否かが判別される。選択フラグがセットされていないときにはステップ71に進んで第1のNOX浄化方法によりNOXの浄化処理が行われているときのNOX浄化率が第2のNOX浄化方法が用いられているときの排気浄化触媒13へのNOX吸蔵率よりも高いか否かが判別される。NOX浄化率がNOX吸蔵率よりも低いときには図29のステップ72に進んで第2のNOX浄化方法が実行される。
即ち、ステップ72では図18に示すマップから単位時間当りの排出NOX量NOXAが算出される。次いでステップ73ではΣNOXに排出NOX量NOXAを加算することによって吸蔵NOX量ΣNOXが算出される。次いでステップ74では吸蔵NOX量ΣNOXが許容値MAXを越えたか否かが判別される。ΣNOX>MAXになるとステップ75に進んで図20に示すマップから追加の燃料量WRが算出され、追加の燃料の噴射作用が行われる。次いでステップ76ではΣNOXがクリアされる。
一方、図71のステップ71においてNOX浄化率がNOX吸蔵率よりも高いと判別されたときにはステップ77に進んで選択フラグがセットされ、次いでステップ78に進む。一旦選択フラグがセットされるとその後はステップ70からステップ78にジャンプする。ステップ78では図25Aに示される排気浄化触媒13の昇温制御を行うべきであることを示す昇温フラグIがセットされているか否かが判別される。昇温フラグIがセットされていないときにはステップ79に進む。
ステップ79では温度センサ23により検出された排気浄化触媒13の温度TCが活性化温度TC0よりも低下したか否かが判別される。TC≧TC0のときにはステップ80に進んで図25Bに示されるパティキュレートフィルタ14の昇温制御を行うべきであることを示す昇温フラグIIがセットされているか否かが判別される。昇温フラグIIがセットされていないときにはステップ81に進んで差圧センサ24により検出されたパティキュレートフィルタ14の前後差圧ΔPが許容値PXよりも高くなったか否かが判別される。ΔP≦PXのときには図29のステップ82に進んで第1の炭化水素供給方法による炭化水素の供給が行われる。
即ち、ステップ82では図16Aに示されるマップから炭化水素の供給量Wが算出され、次いでステップ83では図16Cに示されるマップから炭化水素の供給周期ΔTが算出される。次いでステップ84では炭化水素供給弁15から供給量Wの炭化水素を供給周期ΔTでもって供給させる炭化水素供給制御が行われる。
一方、図28のステップ79においてTC<TC0になったと判断されるとステップ85に進んで昇温フラグIがセットされ、処理サイクルを完了する。一旦昇温フラグIがセットされるとその後はステップ78を経て処理サイクルを完了する。即ち、昇温フラグIがセットされると第1の炭化水素供給方法による炭化水素の供給制御が停止される。このときには図30に示される時間割込みルーチンにおいて排気浄化触媒13の昇温制御が行われる。
また、図28のステップ81においてΔP>PXになったと判断されるとステップ86に進んで昇温フラグIIがセットされ、処理サイクルを完了する。一旦昇温フラグIIがセットされるとその後はステップ80を経て処理サイクルを完了する。即ち、昇温フラグIIがセットされると第1の炭化水素供給方法による炭化水素の供給制御が停止される。このときには図31に示される時間割込みルーチンにおいてパティキュレートフィルタ14の昇温制御が行われる。
図30に示される時間割込みルーチンを参照すると、まず初めにステップ90において昇温フラグIがセットされているか否かが判別され、昇温フラグIがセットされているときにはステップ91に進んで排気浄化触媒13の温度TCが活性化温度TC0に一定値αを加えた温度(TC0+α)よりも高くなったか否かが判別される。TC≦TC0+αのときにはステップ92に進んで図25Aに示される排気浄化触媒13の昇温制御が行われる。
即ち、まず初めにステップ92では図22Bに示されるマップから炭化水素の供給量WAが算出され、次いでステップ93では図22Cに示されるマップからポスト噴射による供給燃料量WBが算出される。次いでステップ94では図27に示されるルーチンによる最小空燃比(A/F)tの検出が完了したか否かが判別される。最小空燃比(A/F)tが検出されたと最初に判断されたときにはステップ95に進み、その後はステップ98にジャンプする。
ステップ95では検出された最小空燃比(A/F)tが要求最小空燃比Xから一定値βを減算した空燃比(X−β)よりも低下したか否かが判別される。(A/F)t≧X−βのとき、即ち検出された最小空燃比(A/F)tが空燃比(X−β)まで低下しなかったときにはステップ97に進んで燃料供給量WBに対する補正値ΔWBに一定値ΔKが加算される。次いでステップ98に進む。これに対し、ステップ95において(A/F)t<X−βであると判別されたときにはステップ96に進んで補正値ΔWBから一定値ΔKが減算され、次いでステップ98に進む。
ステップ98では燃料供給量WBに補正値ΔWBが算出される。次いでステップ99では炭化水素供給弁15から供給量WAの炭化水素が図16Cに示されるマップから算出された供給周期ΔTでもって供給され、図23に示されるようにこの炭化水素の供給作用の少し前からポスト噴射によって燃料量WBの燃料が燃焼室2内に供給される。一方、ステップ91においてTC>TC0+αになったと判断されたときにはステップ100に進んで昇温フラグIがリセットされる。
次に図31に示される時間割込みルーチンを参照すると、まず初めにステップ110において昇温フラグIIがセットされているか否かが判別され、昇温フラグIIがセットされているときにはステップ111に進んでパティキュレートフィルタ14の温度TDが再生温度TXよりも高くなったか否かが判別される。TD≦TXのときにはステップ112に進んで図25Bに示されるパティキュレートフィルタ14の昇温制御が行われる。
即ち、まず初めにステップ112では図22Bに示されるマップから炭化水素の供給量WAが算出され、次いでステップ113では図22Cに示されるマップからポスト噴射による供給燃料量WBが算出される。次いでステップ114では図27に示されるルーチンによる最小空燃比(A/F)tの検出が完了したか否かが判別される。最小空燃比(A/F)tが検出されたと最初に判断されたときにはステップ115に進み、その後はステップ118にジャンプする。
ステップ115では検出された最小空燃比(A/F)tが要求最小空燃比Xから一定値βを減算した空燃比(X−β)よりも低下したか否かが判別される。(A/F)t≧X−βのときにはステップ117に進んで燃料供給量WBに対する補正値ΔWBに一定値ΔKが加算される。次いでステップ118に進む。これに対し、ステップ115において(A/F)t<X−βであると判別されたときにはステップ116に進んで補正値ΔWBから一定値ΔKが減算され、次いでステップ118に進む。
ステップ118では燃料供給量WBに補正値ΔWBが算出される。次いでステップ119では炭化水素供給弁15から供給量WAの炭化水素が図16Cに示されるマップから算出された供給周期ΔTでもって供給され、図23に示されるようにこの炭化水素の供給作用の少し前からポスト噴射によって燃料量WBの燃料が燃焼室2内に供給される。
一方、ステップ111においてTD>TXになったと判断されるとステップ120に進んで図25Bに示されるようにポスト噴射をすることによりパティキュレートフィルタ14の温度TDを再生温度TX以上に維持する温度維持制御が行われる。次いでステップ121では再生処理が完了したか否かが判別され、再生処理が完了したと判断されたときにはステップ122に進んで昇温フラグIIがリセットされる。
なお、別の実施例として排気浄化触媒13上流の機関排気通路内に炭化水素を改質させるための酸化触媒を配置することもできる。FIG. 1 shows an overall view of a compression ignition type internal combustion engine.
Referring to FIG. 1, 1 is an engine body, 2 is a combustion chamber of each cylinder, 3 is an electronically controlled fuel injection valve for injecting fuel into each
On the other hand, the
On the other hand, the
The
FIG. 2 schematically shows the surface portion of the catalyst carrier carried on the substrate of the
On the other hand, in FIG. 2, the
When hydrocarbons are injected into the exhaust gas from the
FIG. 4 shows the supply timing of hydrocarbons from the
FIG. 5 shows exhaust purification as shown in FIG. 4 by periodically supplying hydrocarbons from the
Further, at this time, a large amount of the reducing intermediate containing nitrogen and hydrocarbon continues to be held or adsorbed on the surface of the
FIG. 6A shows a case where the concentration of hydrocarbons flowing into the
As can be seen from FIG. 4, since the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the
On the other hand, when hydrocarbons are supplied from the
Incidentally, the first produced reducing intermediate this time is considered to be a nitro compound R-NO 2. When this nitro compound R-NO 2 is produced, it becomes a nitrile compound R-CN, but since this nitrile compound R-CN can only survive for a moment in that state, it immediately becomes an isocyanate compound R-NCO. This isocyanate compound R—NCO becomes an amine compound R—NH 2 when hydrolyzed. However, in this case, it is considered that a part of the isocyanate compound R-NCO is hydrolyzed. Therefore, as shown in FIG. 6B, most of the reducing intermediates retained or adsorbed on the surface of the
On the other hand, as shown in FIG. 6B, when hydrocarbon HC surrounds the generated reducing intermediate, the reducing intermediate is blocked by hydrocarbon HC and the reaction does not proceed further. In this case, the concentration of hydrocarbons flowing into the
In this way, in the
Of course, in this case, the hydrocarbon concentration needs to be increased to a concentration high enough to produce a reducing intermediate, and carbonized to a concentration low enough to react the resulting reducing intermediate with active NO 2 *. It is necessary to reduce the concentration of hydrogen. That is, it is necessary to vibrate the concentration of hydrocarbons flowing into the
On the other hand, if the supply cycle of the hydrocarbon is lengthened, the period during which the oxygen concentration becomes high after the hydrocarbon is supplied and before the next hydrocarbon is supplied becomes longer, so that the active NO 2 * is reduced to the reducing intermediate. Without being generated in the
Therefore, in the embodiment according to the present invention, NO X contained in the exhaust gas is reacted with the reformed hydrocarbon to produce reducing intermediates R-NCO and R-NH 2 containing nitrogen and hydrocarbons. Further,
When the oscillation period of the hydrocarbon concentration, that is, the supply period of the hydrocarbon HC is longer than the period within the above-described predetermined range, the reducing intermediates R-NCO and R-NH 2 are formed from the surface of the
On the other hand, FIG. 7B shows a case where the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the
Figure 8 shows a case where NO X absorbing capacity of the
Incidentally, at this time, sometimes the
Figure 9 shows the NO X purification rate when making the
The reason why the the catalyst temperature TC becomes equal to or higher than 400 ° C. NO X purification rate is lowered, nitrate when the catalyst temperature TC becomes equal to or higher than 400 ° C. is released from the
Therefore, in the present invention, the
That is, the NO X purification methods shown in FIGS. 4 to 6A and 6B almost form nitrates when an exhaust purification catalyst carrying a noble metal catalyst and forming a basic layer capable of absorbing NO X is used. It can be said that this is a new NO X purification method that purifies NO X without any problems. In fact, when this new NO X purification method is used, the amount of nitrate detected from the
Next, this first NO X removal method will be described in more detail with reference to FIG 15. FIG 10.
FIG. 10 shows an enlarged view of the change in the air-fuel ratio (A / F) in shown in FIG. As described above, the change in the air-fuel ratio (A / F) in of the exhaust gas flowing into the
Further, in FIG. 10, (A / F) b represents the base air-fuel ratio indicating the air-fuel ratio of the combustion gas for generating the engine output. In other words, the base air-fuel ratio (A / F) b represents the air-fuel ratio of the exhaust gas flowing into the
In the example shown in FIG. 10, the required minimum air-fuel ratio X is rich. Therefore, in this case, the air-fuel ratio (A / F) in is instantaneously required to generate the reducing intermediate. The following is made rich: On the other hand, in the example shown in FIG. 11, the required minimum air-fuel ratio X is lean. In this case, the reducing intermediate is generated by periodically reducing the air-fuel ratio (A / F) in while maintaining the air-fuel ratio (A / F) in lean.
In this case, whether the required minimum air-fuel ratio X becomes rich or lean depends on the oxidizing power of the
When the
On the other hand, when the
That is, it can be seen that the required minimum air-fuel ratio X needs to be lowered as the oxidizing power of the
When the base air-fuel ratio (A / F) b increases, that is, when the oxygen concentration in the exhaust gas before the hydrocarbons are supplied increases, the air-fuel ratio (A / F) in is made equal to or less than the required minimum air-fuel ratio X. As a result, the amount of hydrocarbons necessary for the increase increases, and the amount of excess hydrocarbons that did not contribute to the production of the reducing intermediate also increases. In this case, in order to satisfactorily purify NO X must oxidize the excess hydrocarbons as described above, therefore in order to satisfactorily purify NO X amounts of higher hydrocarbons the amount of the surplus is large Oxygen is needed.
In this case, the amount of oxygen can be increased by increasing the oxygen concentration in the exhaust gas. To satisfactorily purify NO X, therefore, it is necessary to increase the oxygen concentration in the exhaust gas after the hydrocarbon feed when the oxygen concentration in the exhaust gas before the hydrocarbons are fed is high. That is, it is necessary to increase the amplitude of the hydrocarbon concentration as the oxygen concentration in the exhaust gas before the hydrocarbon is supplied is higher.
FIG. 13 shows the relationship between the oxygen concentration in the exhaust gas before the hydrocarbon is supplied and the amplitude ΔH of the hydrocarbon concentration when the same NO X purification rate is obtained. From FIG. 13, it can be seen that in order to obtain the same NO x purification rate, the higher the oxygen concentration in the exhaust gas before the hydrocarbons are supplied, the more the amplitude ΔH of the hydrocarbon concentration needs to be increased. That is, it is necessary to increase the amplitude ΔT of the hydrocarbon concentration as the base air-fuel ratio (A / F) b is increased to obtain the same of the NO X purification rate. In other words, in order to satisfactorily purify NO X can be reduced the amplitude ΔT of the hydrocarbon concentration as the base air-fuel ratio (A / F) b becomes lower.
By the way, the base air-fuel ratio (A / F) b becomes the lowest during acceleration operation. At this time, if the amplitude ΔH of the hydrocarbon concentration is about 200 ppm, NO X can be purified well. The base air-fuel ratio (A / F) b is usually larger than that during acceleration operation. Therefore, as shown in FIG. 14, if the hydrocarbon concentration amplitude ΔH is 200 ppm or more, a good NO x purification rate can be obtained. become.
On the other hand, when the base air-fuel ratio (A / F) b is the highest is found that good NO X purification rate when the amplitude ΔH of the hydrocarbon concentration of about 10000ppm is obtained. Therefore, in the present invention, the predetermined range of the amplitude of the hydrocarbon concentration is set to 200 ppm to 10,000 ppm.
Further, when the vibration period ΔT of the hydrocarbon concentration becomes longer, the oxygen concentration around the active NO 2 * becomes higher while the hydrocarbon is supplied after the hydrocarbon is supplied. In this case, when the vibration period ΔT of the hydrocarbon concentration becomes longer than about 5 seconds, the active NO 2 * begins to be absorbed in the
On the other hand, when the vibration period ΔT of the hydrocarbon concentration becomes approximately 0.3 seconds or less, the supplied hydrocarbon starts to accumulate on the exhaust gas flow surface of the
Now, lowering the air-fuel ratio (A / F) in of the exhaust gas flowing into the
On the other hand, FIG. 16B shows the reducing intermediate holding time during which the reducing intermediate generated on the
Next will be specifically described NO X purification method when the
In this second NO X purification method, as shown in FIG. 17, the exhaust flowing into the
Occluded amount of NO X ΣNOX is calculated from the amount of NO X discharged from the engine, for example. In the embodiment according to the present invention is stored in advance in the ROM32 in the form of a map as shown in FIG. 18 as a function of the discharge amount of NO X NOXA the injection quantity Q and the engine speed N which is discharged from the engine per unit time, The stored NO X amount ΣNOX is calculated from this exhausted NO X amount NOXA. In this case, as described above, the period during which the air-fuel ratio (A / F) in of the exhaust gas is made rich is usually 1 minute or more.
In this second NO X purification method, as shown in FIG. 19, the exhaust gas flowing into the
Now, lowering the air-fuel ratio (A / F) in of the exhaust gas to purify the NO X using the first NO X removal method is to flow into the
On the other hand, when the fuel is injected from the
A hydrocarbon supply method using this post-injection is schematically shown as a second hydrocarbon supply method in FIG. 21A. As shown in FIG. 21A, in the second hydrocarbon supply method, the air-fuel ratio (A / F) of the exhaust gas flowing into the
In the first hydrocarbon supply method, most of the hydrocarbon W supplied from the
Therefore, in the second hydrocarbon supply method, only the hydrocarbon amount WA required for the production of the reducing intermediate is supplied from the
By the way, since the reducing intermediate is produced from one NO X and one radical hydrocarbon, theoretically, if the amount (mol) of radical hydrocarbon is the same as the amount of NO X (mol), all NO NO X can be reduced. However, in order to reduce all NO X , radical hydrocarbons are actually required several times as much as NO X. Therefore the supply amount WA of hydrocarbons into account that this is in the embodiment according to the present invention increases as the amount of NO X to be reduced as shown in FIG. 22A, that is, the amount of NO X NOXA exhausted from the engine increases To be harassed.
That is, in the embodiment according to the present invention, when the second hydrocarbon supply method is used, the hydrocarbon supply amount WA supplied from the
Here, the NO X amount NOXA discharged from the engine is a function of the injection amount Q and the engine speed N as shown in FIG. 18, and the hydrocarbon supply amount WA is also a function of the injection amount Q and the engine speed N. Become. Therefore, in the embodiment according to the present invention, this hydrocarbon supply amount WA is stored in advance in the
On the other hand, when the injection amount Q and the engine speed N are determined, the base air-fuel ratio (A / F) b is determined, the required minimum air-fuel ratio X is determined, and the hydrocarbon supply amount WA is determined. Accordingly, as can be seen from FIG. 21A, the fuel supply amount WB by post injection is also determined at this time. Accordingly, in the embodiment according to the present invention, the supplied fuel amount WB by the post injection is also stored in advance in the
FIG. 23 and FIG. 24 show specific examples of the second hydrocarbon supply control.
In the example shown in FIG. 23, the fuel WB is supplied by post injection in several consecutive expansion strokes from just before the hydrocarbon WA is supplied from the
On the other hand, in the example shown in FIG. 24, when the second hydrocarbon supply control is started, fuel WB is supplied by post-injection every expansion stroke. Therefore, in this example, when the second hydrocarbon supply control is started, the air-fuel ratio (A / F) in is continuously decreased, and when the hydrocarbon WA is supplied, the air-fuel ratio (A / F) in is decreased. The required minimum air-fuel ratio X is lowered.
By the way, since the fuel supplied by post injection is cracked, it easily reacts with oxygen. Therefore, when fuel is supplied by post injection, oxygen can be consumed more easily than when hydrocarbon is supplied from the
Accordingly, in the present invention, in consideration of these matters, the hydrocarbon W from the
On the other hand, as described above, the post-injection fuel WB is more likely to be oxidized than the hydrocarbon WA, and therefore, when the post-injection fuel WB is supplied, the oxidation reaction is higher than when only the hydrocarbon WA is supplied. Heat is obtained. Therefore, in the embodiment according to the present invention, the second hydrocarbon supply method is used when the temperature of the exhaust treatment device such as the
FIG. 25A shows the temperature rise control of the
That is, in the embodiment shown in FIG. 25A, when the temperature TC of the
FIG. 25B shows the temperature rise control of the
Next, the operation control method according to the present invention will be described.
Figure 26 is NO in the
On the other hand, in the present invention, when the second hydrocarbon supply control is performed under the first NO X purification method, the air-fuel ratio (A / F) in of the exhaust gas is reliably reduced to the required minimum air-fuel ratio X. Thus, the fuel amount WB by post injection is feedback controlled. In order to perform this feedback control, it is necessary to detect the actual minimum air-fuel ratio when the second hydrocarbon supply method is used.
FIG. 27 shows a routine for detecting this actual minimum air-fuel ratio. This routine is executed by interruption at regular intervals only during the air-fuel ratio detection period shown in FIGS.
Referring to FIG. 27, first, the air-fuel ratio (A / F) n of the exhaust gas detected by the air-
FIG. 28 and FIG. 29 show an engine operation control routine, which is also executed by interruption every predetermined time.
Referring to FIG. 28, first, at
That is, the discharge amount of NO X NOXA per unit time is calculated from the map shown in
On the other hand, when it is determined in
Temperature TC of the
That is, in
On the other hand, if it is determined in
If it is determined in
Referring to the time interruption routine shown in FIG. 30, first, at
That is, first, at
In
In
Next, referring to the time interruption routine shown in FIG. 31, first, at
That is, first, at
In
In
On the other hand, if it is determined in
As another embodiment, an oxidation catalyst for reforming hydrocarbons may be disposed in the engine exhaust passage upstream of the
4…吸気マニホルド
5…排気マニホルド
7…排気ターボチャージャ
12…排気管
13…排気浄化触媒
14…パティキュレートフィルタ
15…炭化水素供給弁4 ...
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